基于鋼門式墩的現(xiàn)澆梁側(cè)位橫移力學(xué)性能研究

王振浩

(中鐵十六局集團有限公司 北京 100018)

1 引言

近年來，隨著我國城鎮(zhèn)化水平提高以及城市群發(fā)展，對交通基礎(chǔ)設(shè)施的需求日趨強勁，導(dǎo)致上跨鐵路既有線的新建橋梁施工日益增多[1-3]。為此，如何在有限天窗點內(nèi)確保橋梁結(jié)構(gòu)架設(shè)安全并減少對鐵路既有線的影響顯得尤為重要。

目前針對上跨鐵路既有線的橋梁施工方法主要有懸臂澆筑法、轉(zhuǎn)體跨線法、頂推跨線法、門式墩側(cè)位橫移跨越法等[4-7]。其中門式墩側(cè)位橫移跨越法由于對既有線影響小，在新建鐵路跨既有線施工中應(yīng)用廣泛。與傳統(tǒng)施工方法相比，門式墩側(cè)位橫移跨越法主要有以下幾個優(yōu)點:(1)施工周期短，頂推作業(yè)僅需1個天窗點；(2)主梁橫移頂推時受力狀態(tài)與成橋狀態(tài)基本一致；(3)施工環(huán)境良好，施工質(zhì)量有保障，施工安全、可靠。對于主梁橫向頂推施工，已有學(xué)者開展了相應(yīng)的研究。沈惠軍等[8]探討了臨高鐵既有線鋼桁梁橫移頂推施工過程中內(nèi)摩擦系數(shù)和樁長對臨時支墩的影響。王飛球等[9]進一步分析了鋼桁梁橫移施工對周圍土體變形的影響。崔文科[10]探討了跨高鐵營運線132 m鋼桁梁在橫移頂推過程中臨時墩的受力變化。趙利民等[11]實現(xiàn)了88 m簡支鋼-混凝土組合桁架單跨側(cè)位現(xiàn)澆、頂推橫移落梁就位?？梢钥闯?，目前針對橫移頂推施工的研究成果中大多集中在臨近既有線的頂推橫移施工，雖有單跨跨越既有線的鋼桁梁橫移施工技術(shù)的相關(guān)介紹和研究，但對于小角度跨既有鐵路的多跨預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁側(cè)位現(xiàn)澆、鋼門式墩橫移頂推施工就位方面的研究仍不多見。

本文以新建贛深鐵路某特大橋上跨既有高鐵32 m預(yù)應(yīng)力混凝土簡支梁橋為工程背景，基于有限元程序建立了空間有限元模型，對側(cè)位現(xiàn)澆簡支箱梁整體橫移頂推過程中滑道梁、鋼管立柱和鋼蓋梁等構(gòu)件的力學(xué)性能開展了研究，并從受力角度優(yōu)化了滑道梁與鋼門式墩過渡段的連接構(gòu)造。

2 工程背景

贛深高鐵某特大橋全長1 650.21 m，通過鋼門式墩小角度跨越(與既有鐵路線夾角僅為8°)既有鐵路線，圖1為新建贛深鐵路與既有鐵路平面位置關(guān)系圖。

圖1 新建贛深鐵路與既有鐵路平面位置關(guān)系

在本工程中，考慮到新建線路與既有鐵路交叉角度較小且既有線路為繁忙鐵路干線，簡支梁采取側(cè)位現(xiàn)澆，張拉脫模后橫移頂推的方式施工就位，相應(yīng)的施工流程為:

(1)鋼門式墩立柱的安裝

鋼門式墩立柱為鋼管混凝土結(jié)構(gòu)，采用130 t汽車吊進行整體吊裝就位。

(2)鋼門式墩蓋梁的吊裝

鋼門式墩蓋梁在工廠內(nèi)分塊加工后再在現(xiàn)場組裝拼成整體，最后采用650 t履帶吊進行整體吊裝。

(3)側(cè)位現(xiàn)澆梁支架的搭設(shè)

側(cè)位現(xiàn)澆支架采用墩外盤扣滿堂支架與墩側(cè)?630×10 mm鋼管立柱橫移支架相結(jié)合的方式，其中橫移鋼管立柱支架與鄰近墩身固結(jié)。

(4)滑道系統(tǒng)安裝

滑道梁采用雙拼H型鋼焊接而成，安裝在鋼管立柱與鋼門式墩上。

(5)簡支梁側(cè)位澆筑

32 m現(xiàn)澆梁養(yǎng)護到位后張拉預(yù)應(yīng)力脫模，形成支撐在鋼管立柱支架上的簡支梁。

(6)主梁橫移施工

將鋼管支架上的32 m簡支梁在有限天窗點內(nèi)通過頂推的方式從側(cè)位的鋼管立柱頂推到鋼門式墩設(shè)計位置。

(7)主梁落梁與糾偏

橫移完成后，主梁通過4臺頂升千斤頂(單端各2臺)實現(xiàn)主梁落梁，并通過墊石周圍安裝的反力支架，結(jié)合YD200-250千斤頂進行糾偏。

圖2為13＃鋼門式墩側(cè)位現(xiàn)澆梁橫移示意圖，圖中門式墩橫移系統(tǒng)由滑道、滑靴、MGE滑板、反力座、連續(xù)千斤頂、液壓泵站、PLC控制系統(tǒng)及錨具夾片組成，滑靴內(nèi)嵌2 cm厚高強度的MGE滑板；現(xiàn)澆梁為單箱單室預(yù)應(yīng)力混凝土簡支箱梁，梁長32.6 m，梁高2.5 m，梁寬7.6 m，重約500 t?？紤]到橫移過程中頂推系統(tǒng)將會對橫移鋼管臨時支架和門式墩產(chǎn)生較大的水平推力，為確保主梁側(cè)位橫移施工安全，本文將對其橫移頂推施工過程力學(xué)性能開展研究。

圖2 預(yù)制梁橫移路徑(單位:cm)

3 橫移施工過程分析

3.1 有限元模型

選取贛深鐵路下行疏解線福龍路特大橋橫移長度最大的32 m簡支箱梁，結(jié)合有限元程序，建立有限元模型，如圖3所示。模型中現(xiàn)澆梁位于13?！?4＃門式墩之間，相應(yīng)的橫移長度為17.5 m，橫移施工到位按19個施工階段來考慮，其中第一個施工階段為32 m簡支梁成型階段，后續(xù)階段按每次前進1 m設(shè)置，最后一個施工階段按前進0.5 m考慮。為準(zhǔn)確分析橫移過程中各構(gòu)件的受力性能，簡支箱梁采用實體單元模擬；鋼蓋梁采用板單元模擬，其中腹板厚28 mm，頂?shù)装搴?0 mm，加勁板厚12 mm，橫隔板厚20 mm；滑道梁、鋼管立柱和連接系均用梁單元進行模擬。為確?；懒号c鋼管立柱和鋼蓋梁共同變形，滑道梁與鋼管立柱以及鋼蓋梁采用剛性連接；鋼管立柱與鋼門式墩底部均采用固結(jié)?；懒骸摴芰⒅弯撋w梁分析時，模型中未考慮滑道梁與鋼蓋梁之間的局部加勁處理。

圖3 有限元模型示意

3.2 滑道梁分析

圖4給出滑道梁最大正應(yīng)力、剪應(yīng)力和撓度隨橫移距離的變化曲線。從圖中可以看出，滑道梁最大正應(yīng)力為81.8 MPa，小于Q235鋼材容許應(yīng)力215 MPa；滑道梁最大剪應(yīng)力為55.75 MPa，小于Q235鋼材容許剪應(yīng)力125 MPa；滑道梁最大豎向撓度為0.55 mm，小于6.25 mm(L/400，L為跨度)[12]7-8。

圖4 滑道梁最大正應(yīng)力、剪應(yīng)力和撓度隨橫移距離變化

從圖4a中可以看出，滑道梁正應(yīng)力隨著橫移距離的增大表現(xiàn)出先減少后增大的趨勢，這是由于簡支梁在初始橫移的過程中其重量全部由鋼管立柱承擔(dān)開始逐漸轉(zhuǎn)向由鋼門式墩承擔(dān)，導(dǎo)致滑道梁應(yīng)力逐漸減少；隨著橫移距離的增大，當(dāng)簡支梁全部橫移到鋼門式墩上后，{由于簡支梁在橫移過程中距門式墩立柱距離逐漸增大，滑道梁與鋼蓋梁共同變形，導(dǎo)致滑道梁應(yīng)力逐漸增大；當(dāng)簡支梁接近墊石位置時，由于鋼蓋梁橫隔板布置加密，導(dǎo)致滑道梁應(yīng)力出現(xiàn)顯著下降。

從圖4b和圖4c可以看出，滑道梁在橫移過程中最大剪應(yīng)力和最大撓度變化趨勢基本一致，在首次橫移時原本由鋼管立柱承擔(dān)的部分簡支梁自重逐漸由滑道梁承擔(dān)再傳遞給鋼管立柱和門式墩立柱，進而導(dǎo)致滑道梁最大剪應(yīng)力和最大位移出現(xiàn)了增大；隨著簡支梁逐漸向鋼門式墩靠攏，滑道梁最大剪應(yīng)力和撓度出現(xiàn)先減少后增大的趨勢；當(dāng)全部到達鋼蓋梁上后，由于橫隔板間隔均勻布置，剪應(yīng)力和撓度出現(xiàn)了相對平緩段；當(dāng)簡支梁接近墊石位置時，滑道梁最大剪應(yīng)力和最大撓度與最大正應(yīng)力變化趨勢相同。

3.3 鋼管立柱分析

圖5給出鋼管立柱最大正應(yīng)力隨橫移距離的變化曲線。從圖中可以看出，鋼管立柱最大正應(yīng)力為94.99 MPa，小于Q235鋼材容許應(yīng)力215 MPa[12]7-8；當(dāng)橫移開始時，隨著主梁的移動，鋼管立柱受力不均勻性加劇，導(dǎo)致鋼管立柱的最大正應(yīng)力出現(xiàn)了峰值；隨著橫移的不斷增大，主梁逐漸從鋼管立柱橫移至鋼門式墩，鋼管立柱最大正應(yīng)力逐漸下降并在主梁到達鋼門式墩后出現(xiàn)近似水平的平臺。

圖5 鋼管立柱最大正應(yīng)力隨橫移距離變化

考慮到鋼管立柱在較大的豎向荷載作用下可能發(fā)生鋼管局部屈曲，為此表1給出了前5個施工階段下對應(yīng)的前3階失穩(wěn)模態(tài)階數(shù)以及各個階數(shù)的臨界荷載和穩(wěn)定安全系數(shù)。由于主梁在橫移5 m時已大部分橫移至門式墩上，故表中僅取前5個施工階段進行分析。從表中可以看出，鋼管立柱最小的穩(wěn)定安全系數(shù)達到8.91，相應(yīng)臨界荷載為23 898 kN，安全富余較大。

表1 滑道梁鋼管臨時墩屈曲驗算

3.4 鋼門式墩分析

考慮到主梁橫移過程中，兩側(cè)的鋼門式墩受力性能不一致，其中一側(cè)鋼門式墩臨近跨簡支梁已經(jīng)就位，而另一側(cè)鋼門式墩僅承受橫移的主梁荷載，故在對鋼門式墩進行分析時，按以下2種工況考慮:

(1)工況1:鋼門式墩臨近跨簡支梁已橫移就位(將就位的簡支梁自重轉(zhuǎn)換為面荷載布置在相應(yīng)墊石位置)。

(2)工況2:鋼門式墩僅承受橫移的簡支梁荷載。

圖6給出兩種工況下門式墩鋼蓋梁最大正應(yīng)力、剪應(yīng)力和撓度隨橫移距離的變化曲線。從中可以看出，門式墩鋼蓋梁最大正應(yīng)力為87.35 MPa，小于Q345qD鋼材容許應(yīng)力300 MPa；門式墩鋼蓋梁最大剪應(yīng)力為44.92 MPa，小于Q345qD鋼材容許剪應(yīng)力175 MPa；門式墩鋼蓋梁最大豎向撓度為9.33 mm，小于62.5 mm(L/400，L為跨度)[12]7-8。

圖6 鋼蓋梁最大正應(yīng)力、剪應(yīng)力和撓度隨橫移距離變化

從圖6a和圖6b可以看出，隨著主梁在鋼管立柱，門式墩立柱和鋼蓋梁之間的交替，導(dǎo)致鋼蓋梁最大正應(yīng)力和最大剪應(yīng)力出現(xiàn)了上升、下降和上升的交替趨勢，且兩種工況變化趨勢基本一致；但相對于工況1，工況2在后期出現(xiàn)了跳躍趨勢，這是由于工況2相對于工況1最大正應(yīng)力和剪應(yīng)力出現(xiàn)的位置不統(tǒng)一所致。

從圖6c可以看出，兩種工況下鋼蓋梁前期最大位移較為平緩，但隨著主梁逐漸橫移到位，鋼蓋梁最大撓度逐漸增大。

4 鋼管立柱-門式墩鋼蓋梁過渡段優(yōu)化

主梁從鋼管立柱橫移至門式墩鋼蓋梁的過程中，鋼管立柱-門式墩過渡段將發(fā)生較大的剛度變化。為確保橫移施工的安全，在鋼管立柱-門式墩鋼蓋梁過渡段滑道梁下方設(shè)置加勁板減緩兩者之間的剛度突變，加勁板采用Q345qD鋼，外形尺寸為435 mm×635 mm的直角三角形，厚度為10 mm，分別焊接在滑道梁下方和鋼蓋梁側(cè)邊。分析時，加勁板采用板單元模擬，與滑道梁和鋼蓋梁剛性連接。

圖7給出了不同加勁板數(shù)量時滑道梁過渡截面的正應(yīng)力和剪應(yīng)力隨橫移距離的變化?？紤]到主梁橫移5 m后已大部分位于鋼蓋梁上，圖中僅示出5 m的橫移距離。從圖中可以看出，在鋼管立柱和門式墩過渡段布置1片加勁板效果并不明顯，而在布置2片加勁板后正應(yīng)力和剪應(yīng)力下降明顯，隨著加勁板數(shù)量繼續(xù)增加，滑道梁過渡截面正應(yīng)力和剪應(yīng)力變化不大。為此，對于本工程建議在鋼管立柱-門式墩過渡段設(shè)置2片厚1 cm的加勁板，以實現(xiàn)結(jié)構(gòu)適用性和經(jīng)濟性的統(tǒng)一。

圖7 滑道梁過渡截面正、剪應(yīng)力隨橫移距離變化

5 結(jié)論

本文以跨越既有鐵路的新建贛深高鐵某特大橋單線簡支梁橋為工程背景，通過選取最大橫移距離的32 m現(xiàn)澆預(yù)應(yīng)力混凝土箱梁，對基于鋼門式墩的現(xiàn)澆梁側(cè)位橫移力學(xué)性能開展研究，得到以下結(jié)論:

(1)現(xiàn)澆梁側(cè)位橫移過程中，滑道梁、鋼管立柱和門式墩的應(yīng)力和撓度均滿足相關(guān)規(guī)范要求，且鋼管立柱最小的穩(wěn)定安全系數(shù)達到8.91，從受力角度表明32 m現(xiàn)澆梁側(cè)位橫移就位是可行的。

(2)滑道梁、鋼管立柱和鋼蓋梁在側(cè)位橫移初始階段應(yīng)力較大，表明整個體系在橫移開始時處于最不利的情況，在施工時應(yīng)重點關(guān)注此時的受力狀態(tài)。

(3)綜合考慮結(jié)構(gòu)的適用性和經(jīng)濟性，建議在鋼管立柱-門式墩過渡段設(shè)置2片厚1 cm的加勁板實現(xiàn)滑道梁剛度的均勻過渡。